Курсовая работа: Стальной каркас одноэтажного производственного здания

👉🏻👉🏻👉🏻 ВСЯ ИНФОРМАЦИЯ ДОСТУПНА ЗДЕСЬ ЖМИТЕ 👈🏻👈🏻👈🏻

1 КОМПОНОВКА КОНСТРУКТИВНОЙ СХЕМЫ КАРКАСА
2 СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ ОДНОЭТАЖНОЙ ОДНОПРОЛЕТНОЙ РАМЫ
2.1.1 Определение вертикальных размеров рамы
2.1.2 Определение горизонтальных размеров рамы
2.2 Определение нагрузок действующих на раму
2.2.1 Постоянные нагрузки от покрытия
2.3 Статический расчет рамы с жесткими узлами
2.3.2 Учет пространственной работы каркаса
2.3.3 Определение усилий в сечениях рамы
3 РАСЧЕТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТАЛЬНОЙ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ
3.2 Определение нагрузок действующих на ферму
3.3 Определение расчетных усилий в стержнях фермы
3.5 Расчет и конструирование узлов фермы
3.5.1 Прикрепление раскосов и стоек к узловым фасонкам
3.5.2 Расчет и конструирование опорных узлов
3.5.3 Расчет и конструирование узлов укрупнительного стыка
4 Расчет и конструирование ступенчатой колонны
4.1 Исходные данные для расчета ступенчатой колонны
4.2 Определение расчетных длин колонны
4.3 Подбор сечения верхней части колонны
4.3.1 Выбор типа сечения верхней части колонны
4.3.2 Проверка устойчивости верхней части колонны
4.4 Подбор сечения нижней части колонны
4.4.1 Выбор типа сечения нижней части колонны
4.4.2 Проверка устойчивости нижней части колонны
4.4.3 Расчет решетки подкрановой части колонны
4.4.4 Проверка устойчивости колонны в плоскости действия момента как единого стержня
4.5 Расчет и конструирование узла сопряжения верхней и нижней частей колонны
4.6 Расчет и конструирование базы колонны
Сумма первых двух цифр шифра – 9, вторая цифра шифра – 7, третья – 6.
По сумме первых двух, а также по второй и третьей цифрам шифра находим:
- пролет производственного здания L=24 м;
- грузоподъемность мостовых кранов Q – 160/32 т;
- режим работы мостовых кранов – Т(тяжелый);
- отметка головки рельса – H1=17 м;
В соответствии с заданием шаг рам каркаса (колонн) В=12 м, шаг ферм покрытия Вф=6 м, пролет производственного здания L=24 м, длина здания l=120 м. Схема расположения колонн и стропильных конструкций представлена на рисунке 1.
Связи между фермами, создавая общую пространственную жесткость каркаса, обеспечивают устойчивость сжатых элементов ферм, перераспределение местных нагрузок, приложенных к одной из рам, на соседние рамы, удобство монтажа, заданную геометрию каркаса, восприятие и передачу на колонны некоторых нагрузок.
Система связей покрытия состоит из горизонтальных расположенных в плоскостях нижнего (рисунок 2) и верхнего пояса ферм (рисунок 3) и вертикальных связей (рисунок 4). Горизонтальные связи состоят из продольных и поперечных.
Система связей между колоннами (рисунок 5) обеспечивает во время эксплуатации и монтажа геометрическую неизменяемость каркаса, его несущую способность и жесткость в продольном направлении, а также устойчивость колонн из плоскости поперечных рам.
Монтажные крепление связей к конструкциям покрытия осуществляется на болтах (горизонтальные связи по верхним поясам ферм и все вертикальные связи) и на сварке (горизонтальные связи по нижним поясам ферм).
Требуемое расстояние от верха оголовка рельса до низа фермы:
где hk=4800 мм – высота крана 160/32 по ГОСТ 6711-81;
где H1=17000 мм – отметка головки рельса (по исходным данным).
Так как Н0=22230>10,8, то в соответствии с "Основными положениями по унификации" размер Н0 принимаем кратным 1800 мм:
H0/1800=22230/1800=12.35=> принимаем отметку низа фермы H0=13*1800=23400, тогда отметка головки рельса:
где hp=170 мм, hп.б.=1800 мм – соответственно высота рельса и высота подкрановой балки для крана 160/32по ГОСТ 6711-81;
где hб=1000 мм – высота заглубления базы колонны.
Высота фермы у опоры hоп=3150 мм, так как уклон верхнего пояса i=0.
Ширина верхней части колонны: bв³HB/12=7200/12=600, примем bв=700 мм.
Привязка ферм к разбивочным осям согласно ГОСТ 23119-78 - 200 мм
Продольная привязка колонны: b0=bв-200=700-200=500 мм.
Для обеспечения жесткости цеха в плоскости рамы проверим условие:
где x=15 - для крана тяжелогорежима работы.
bн=1750 мм > Hн/15=23400/15=1146.7мм – условие выполняется.
Проектируемое здание неотапливаемое, поэтому примем неутепленный тип покрытия (Рисунок 8).
Постоянные нормативные и расчетные нагрузки на 1 м2 площади (gнкр, gкр) определяем в табличной форме.
Постоянная погонная расчетная нагрузка на стропильную ферму:
Сосредоточенная сила на верхнем конце колонны:
Принимаем равномерное распределение снега по всему покрытию.
Погонная расчетная снеговая нагрузка на стропильную ферму, кН/м:
где sg – расчетное значение веса снегового покрова на 1 м2 горизонтальной поверхности земли, принимаемое в зависимости от снегового района (г. Пенза – III снеговой район, sg=1.8кН/м2).
Реакция фермы от снеговой нагрузки:
Сосредоточенная сила на колонну от снеговой нагрузки:
При расчете однопролетного промышленного здания крановую нагрузку учитываем только от двух сближенных кранов наибольшей грузоподъемности с учетом сочетания крановых нагрузок nc=0.95 (тяжелый режим работы мостовых кранов).
Вертикальное давление кранов определяем по линиям влияния опорной реакции общей опоры двух соседних подкрановых балок.
Рисунок 9. Схема к расчету нагрузки от мостовых кранов

где γf =1.1– коэффициент надежности по нагрузке для мостовых кранов;
Pmax – максимальное давление колеса крана:
Pmin – минимальное давление колеса крана, кН:
где Q=1600 кН – грузоподъемность крана;
n0=8 – количество колес на одной стороне моста крана;
Syi=9 – сумма ординат линий влияния;
Gп.к=B*G=12*6=72 кН – вес подкрановых конструкций.
Подкрановые балки устанавливают с эксцентриситетом e1 по отношению оси нижней части колонны, поэтому от вертикальных давлений возникают сосредоточенные изгибающие




моменты
:
Расчетное горизонтальное давление от торможения тележки с грузом:
T=0.95*1.1*0.5*0.1*(1600+549)*9/8=126.3 кН.
Для одноэтажных производственных зданий учитывается только статическая составляющая ветровой нагрузки. Она вызывает активное давление – с наветренной стороны и отсос – с противоположной стороны.
Нормативное значение давления ветра на вертикальную поверхность продольной стены зависит от района строительства, типа местности и высоты от уровня земли. Давление ветра на произвольной отметке от уровня земли определяется по формуле:
где ω0=0.3 кН/м2 – нормативная скорость напора ветра на уровне 10 м (г. Пенза – II ветровой район);
k – коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления в зависимости от высоты и типа местности (примем тип местности A);
с – аэродинамический коэффициент учета конфигурации здания: для активного давления с=0.8, для отсоса – с’=0.75*с=0.6.
Для определения ветровой нагрузки рассматривается расчетный блок шириной В (часть продольной стены). При этом давление ветра до низа ригеля прикладывается к стойкам рамы в виде распределенных нагрузок, а давление от шатровой части – в виде сосредоточенной силы, приложенной к верхушкам стоек.
С целью упрощения расчетов фактическая эпюра давления ветра до отметки низа ригеля (по высоте Н) заменяется эквивалентной равномерно распределенной нагрузкой:
где kэкв=1.122 – приращение напора за счет увеличения давления по высоте при отметке низа ригеля рамы H0=23.4 м.
Активная погонная нагрузка на колонну:
γf =1.4 – коэффициент надежности по ветровой нагрузке.
Погонная нагрузка на колонну от отсоса:
Для определения расчетной сосредоточенной силы для активного давления W сравним положение отметки низа фермы H0=23.4 м и отметки верха кровли Hкр=H0+Hш=H0+hоп+hпп+hкр=23.4+3.15+0.3+0.03=26.88 м (Hш – высота шатра, hоп – высота фермы у опоры, hпп – высота плиты покрытия, hкр – высота кровли) с отметкой H20=20 м:
Расчетная сосредоточенная сила для активного давления (случай при H0>H20 или при H20>Hкр):
где γf =1.4 – коэффициент надежности по ветровой нагрузке,
ωm23.4=ω0*k23.4*c=0.3*1.292*0.8=0.310 кН/м2 – давление ветра на отметке низа фермы H0=23.4 м,
ωm26.88=ω0*k26.88*c=0.3*1.338*0.8=0.321 кН/м2 – давление ветра на отметке верха кровли Hкр=26.88 м,
Нш=Hкр-H0=26.88-23.4=3.48 м – высота шатра.
W=(0.310+0.321)*1.4*12*3.48/2=18.45 кН.
Расчетная сосредоточенная сила для отсоса:
Определим расчетные усилия в характерных сечениях элементов рамы (1-1, 2-2, 3-3, 4-4 рисунок 10), которые необходимы для подбора сечения элементов и для расчета сопряжений и узлов.
Принимаем: e=0.5*(bн-bв)=0.5*(1750-700)=525 мм.
На данном этапе сечения стоек и ригеля неизвестны, поэтому зададимся отношением жесткостей элементов рамы из условий (здесь q=gкрн+sgн=2.56+1.8*0,7=3.82 кН/м2):
примем IB/IH=0.1, IP/IH=2, тогда IB=1, IH=10, IP=20.
Расчетная схема изображена на рисунке 10.
Коэффициент пространственной работы каркаса aпр зависит от типа кровли. При жестких кровлях из ж/б плит с замоноличиванием швов aпр находится по формуле:
β=2*n0/Σyi=2*8/9=1.78 – коэффициент, учитывающий разгружающее влияние смежных рам по отношению к рассматриваемой (2*n0 – общее число колес у двух сближенных кранов на одном пути).
αпр=1.78*[1/11+962/(2*(1192+962+722+482+242))]=0.42.
Статический расчет рамы произведен на ЭВМ с помощью программы «Statik».
3 – Mmax (момент от крана у левой колонны),
4 – Mmin (момент от крана у правой колонны),
5 – T (торможение тележки крана у левой колонны слева направо),
6 – T (торможение тележки крана у левой колонны справа налево),
7 – T (торможение тележки крана у правой колонны слева направо),
8 – T (торможение тележки крана у правой колонны справа налево),
Определим неизвестные величины для расчета программы:
K=1, так как сопряжение ригеля с колонной жесткое,
N=0,9*Sgнкр/Sgкр=0,9*2.56/2.87=0.80,
NB=0, NH=0 – нагрузка от стеновых панелей.
Исходные данные для выполнения расчета занесены в таблицу 2.
Стропильную ферму проектируем на основе серии I.460.2-10/88 «Стальные конструкции покрытий одноэтажных производственных зданий с фермами из парных уголков». Схема стропильной фермы представлена на рисунке 12.
Нагрузки от собственной массы 1 м2 кровли определяются по фактическому составу с учётом собственной массы стропильных ферм и связей (см. таблицу 1).
Сосредоточенные силы от постоянной нагрузки на узлы верхнего пояса фермы (d – шаг узлов):
Сосредоточенные силы от снеговой нагрузки на узлы верхнего пояса фермы для бесфонарного здания во всех узлах одинаковы и равны:
В опорных сечениях ферм, являющихся ригелями рам с жесткими узлами, возникают изгибающие моменты. Для выявления дополнительных усилий в раскосах и приопорной панели верхнего пояса рассматриваются – Млевmax и соответствующий момент на правой опоре – Мпрсоот, вычисляемый для тех же нагрузок. Mлевmax принимаем по таблице расчетных комбинаций усилий для колонны левого ряда (из условия равновесия узла сопряжения ригеля со стойкой).
Для определения отрицательных опорных моментов ригеля рассматриваются два вида основных сочетаний:
1. Постоянная и одна наиболее неблагоприятная временная нагрузка с коэффициентом сочетаний nc=1 (крановая или ветровая);
2. Постоянная и две кратковременные нагрузки (крановая и ветровая) с коэффициентом nc=0,9.
3.3 Определение расчетных усилий в стержнях фермы

Для определения расчетных усилий с учетом сочетания нагрузок усилия в стержнях ферм определяют от каждой нагрузки в отдельности. Для симметричных ферм в таблицу включают только стержни одной половины фермы.
Стержни стропильных ферм выполнены из прокатных уголков сечениями, показанными на рисунке 13.
Для изготовления фермы принимаем сталь марки С245 с расчетным сопротивлением на растяжение и сжатие Ry=240 МПа.
Подбор сечения стержней фермы выполним из условия прочности (для центрально-растянутых элементов) и условия устойчивости (для сжатых элементов):
а) Условие прочности центрально-растянутого элемента:
где: N – расчетное усилие в рассматриваемом стержне;
Ry – расчетное сопротивление материала;
Аn – площадь сечения стержня нетто;
gс – коэффициент условий работы, gс=1 (для растянутых элементов).
Требуемая площадь центрально-растянутого элемента из условия прочности:
Далее подбираем равнополочные уголки по ГОСТ 8509-93.
б) Условие устойчивости центрально-сжатого стержня:
где: А – площадь сечения элементов брутто;
j – коэффициент продольного изгиба, который зависит от гибкости стержня l.
Коэффициент условия работы учитывают для тех стержней решетки, которые получаются с небольшим сечением гибкостью l³ 60 и которые могут легко деформироваться во время изготовления, транспортирования и монтажа фермы. Следовательно, для сжатых раскосов (кроме опорного) и стоек при l³ 60 gс=0,8.
Требуемая площадь центрально-сжатого стержня из условия устойчивости:
т.к. коэффициент j в неявном виде зависит от площади сечения, то задачу решают методом последовательных приближений. В первом приближении задаемся: для поясов l=80…100, для раскосов и стоек l=100…120.
Определив j в зависимости от l и Ry вычисляем величину Атр в первом приближении, из сортамента подбираем соответствующие профили уголков.
Необходима проверка принятого сечения по условию устойчивости: сжатый стержень потеряет устойчивость в той плоскости, относительно которой гибкость максимальная, т.к. при этом j минимальный. Поэтому вычисляем гибкости lx и ly:
где lefx – расчетная длина сжатого стержня в плоскости фермы;
rx, ry – радиусы инерции сечения относительно осей х и у.
Для верхнего пояса расчетная длина стержня:
где l – расстояние между центрами узлов.
Для остальных сжатых стержней раскосов и стоек вводится коэффициент опорного защемления m=0.8, так что расчетная длина будет:
Для определения расчетных длин сжатых стержней из плоскости фермы рассматривается схема связей по верхним поясам ферм.
Связи по верхним поясам ферм уменьшают расстояние между узлами, закрепленными от горизонтального смещения, поэтому:
где lзакр – расстояние между закрепленными от горизонтального смещения точками (при беспрогонной системе покрытия lзакр равно шагу узлов фермы верхнего пояса).
Для сжатых раскосов и стоек расчетная длина при расчете устойчивости из плоскости фермы принимается по формуле lefx=l.
Слабозагруженные сжатые стержни решетки рассчитываются по предельной гибкости, а сечения подбирают по требуемому радиусу инерции:
- для сжатых стержней поясов и опорных раскосов: lпр=180-60*α;
- для сжатых стержней раскосов и стоек: lпр=210-60*α;
- для растянутых стержней: lпр=400,
Толщину фасонок назначаем конструктивно, исходя из величины усилий в опорном раскосе: при N=-406.05принимаем толщину фасонки tф=12 мм.
Во избежание повреждения при транспортировке и монтаже наименьший уголок принимается с размерами 50х5 мм.
(толщина фасонки
t
ф=
12
мм, уклон
i
=
0
, сталь
С245
, Ry=
240
МПа)

Для ферм пролетом 24 м оптимальное количество типоразмеров - 4…5, и сечения поясов не меняют, поэтому окончательно принимаем:
Стержни решетки из парных уголков прикрепляются к узловым фасонкам угловыми швами по обушку и по перу (рисунок 15).
Величина усилий Nn и Nоб определяется по формуле:
где: g=z0/b (для равнобоких уголков приближенно можно принять g=0,3) ;
Рисунок 15. Узел крепления уголка к фасонке

Требуемую длину сварных швов определяем из условия прочности угловых швов на условный срез по металлу шва:
где: Rwf=180 МПа - расчетное сопротивление углового шва из стали С245;
bf - коэффициент глубины проплавления. (для автоматической и полуавтоматической сварки электродной проволокой диаметром 1,4…2 мм: bf=0,9 при kf=3…8 мм; bf=0,8 при kf=9…12 мм; bf=0,7 при kf=14…16 мм),
kfоб, kfп - катеты швов соответственно по обушку и по перу:
где tmin – толщина фасонки или полки уголка;
d=1 мм для уголков с размерам до ∟90х7 включительно, d=2 мм для уголков большего размера.
Расчет угловых сварных швов произведен в таблице 6.
Для уменьшения сварочных напряжений в фасонках принимают минимальное расстояние (см. рисунок 15):
a=6*12-20=52 мм, принимаем кратно 5 мм в большую сторону, а=55 мм.
Для плавной передачи усилий от стержня к фасонке угол между краями фасонки и уголка принят не менее 15°.
В опорном сечении фермы возникает отрицательный момент (-Mmax). Для расчета узла опорный момент заменяем парой сил H:
где: h0=3.1 м - плечо для двускатных ферм.
Требуемую площадь болтов нормальной точности определяем по формуле:
где: Rbt - расчетное сопротивление болта на растяжение, принимаемое в зависимости от класса болта. Принимаем класс болтов 5.6 (Rbt=210 МПа).
где А=303 мм2 - площадь сечения одного болта по нарезке резьбы болта с наружным диаметром dнар=22 мм.
Болты устанавливают симметрично относительно центра узла с соблюдением конструктивных требований, в результате определяется длина фланца. Толщину фланца определяем из условия прочности на изгиб, рассматривая его как балку с защемленными опорами пролетом b (а – длина фланца):
tфл=(3*247.05*90*1000/(4*280*240))0,5=15.8 мм < tфлmin=16 мм, принимаем tфл=16 мм.
Швы, прикрепляющие фасонку к фланцу, работают на срез. Так как длина швов известна, то при заданной толщине шва kf можно проверить прочность:
или из условия прочности определить kf:
kf≥247.05*103/(0.9*180*2*(280-10)=2.8 мм, принимаем kf=5 мм.
Требуемая длина сварных швов из условия прочности угловых швов на условный срез по металлу шва определена в таблице 6 для стержня В-1.
Толщину фланца нижнего опорного узла принимаем равной толщине фланца верхнего опорного узла: tфл=16 мм. Ширину фланца принимаем конструктивно: bфл=180 мм.
Проверяем условие прочности торцевой поверхности на смятие:
где Rр – расчетное сопротивление на смятие торцевой поверхности с пригонкой по ГОСТ 27772-88, Rр=360 МПа;
V=Vs+Vg=336.10 кН – опорная реакция фермы.
σ=336.10*103/(180*16)=116.7 МПа < Rр=360 МПа.
В швах, прикрепляющих фасонку к фланцу, возникают срезающие напряжения:
τwv=336.10*103/[2*(450-10)*0.9*6]=70.7 МПа;
– от распора Н перпендикулярно шву:
τwH=247.05*103/[2*(450-10)*0.9*6]=52.0 МПа;
– от изгибающего момента вследствие эксцентричного действия силы H, создающей момент M=e*H:
τwM=6*150*247.05*103/[2*(450-10)2*0.9*6]=106.3 МПа.
Прочность швов при условном срезе проверяют по формуле:
τef=[70.72+(52.0+106.3)2]0.5=173.4 МПа < Rwf=180 МПа - условие прочности выполняется.
Для крепления фермы к колонне предусматривают болты нормальной точности, которые работают на растяжение. С целью унификации наружный диаметр болтов нижнего узла принимают, как и для верхнего - dнар=22 мм.
Опорный столик передает опорную реакцию V на колонну. Из условия прочности сварных швов на срез при известном значении катета шва определяем длину столика:
где 2/3 - учитывает возможный эксцентриситет приложения опорной реакции.
lст=2/3*336.10*103/(0.9*10*180)+10=148.3 мм. Принимаем lст=160 мм.
Ширину столика принимаем конструктивно:
Для фермы пролетом 24 м рассчитывают два узла укрупнительного стыка – верхний и нижний. Стык поясов осуществляем с помощью листовых накладок. Размеры сечения горизонтальных накладок и фасонки подбираем из условия их равнопрочности с перекрываемыми вертикальными и горизонтальными полками пояса.
Площадь сечения горизонтальной листовой накладки:
Из конструктивных соображений имеем:
tг.н≥125*9/115=9.8 мм, по ГОСТ 82-70* принимаем tг.н=10 мм, тогда
Длину сварных швов, прикрепляющих накладки к полкам уголков по одну сторону от узла, определяем по формуле:
где: Nг.н=Aг.н*Rу=1150*240/103=276 кН,
lwтр=276*103/(0,9*6*180)+20=304.0 мм.
Полученный шов распределяем вдоль пера и по скосу (приблизительно 3:2).
Усилие вертикальных полок уголков передается через сварной шов на фасонку, затем на вертикальную накладку. Расчет сварных швов прикрепления полок уголков к фасонке приведен в таблице 6.
Высоту фасонки определим из условия ее равнопрочности с вертикальными полками уголков:
hффакт≥2*125*9/12=187.5 мм, примем hффакт=272 мм, тогда Аффакт=272*12=3264 мм2.
Проверим условие прочности фасонки:
σ=-620.07/(2*1150+3264)=111.4 МПа < 240 МПа.
Длину и толщину одной вертикальной накладки определяем из условия равнопрочности фасонки и накладки:
lв н≥0,5*272=186.0 мм, примем lв н=200 мм,
tв н≥0,5*12=6.0 мм, примем, для унификации tв н=6 мм.
Катет шва прикрепления вертикальной накладки и фасонки определим из условия равнопрочности:
βf*kf=6*240/(2*180)=4 мм, примем kf=5 мм.
Из конструктивных соображений имеем:
tг.н≥100*7/90=7.8 мм, по ГОСТ 82-70* принимаем tг.н=8 мм, тогда Aг.н=90*8=720 мм2.
lwтр=173*103/(0,9*6*180)+20=233.3 мм.
Расчет швов прикрепление вертикальных полок к фасонке см. таблицу 6.
hффакт≥2*100*7/12=116.7 мм, примем hффакт=272 мм, тогда Аффакт=272*12=3264 мм2.
Проверим условие прочности фасонки:
σ=582.26/(2*720+3264)=123.8 МПа < 240 МПа.
Определяем длину и толщину одной вертикальной накладки из условия равнопрочности фасонки и накладки:
lв н≥0,5*hффакт=0,5*272=186.0 мм, примем lв н=200 мм,
tв н≥0,5*tф=0,5*12=6.0 мм, примем tв н=6 мм.
βf*kf=6*240/(2*180)=4 мм, примем kf=5 мм.
Рисунок 19. Нижний укрупнительный стык

Расчет и конструирование ступенчатой колонны
Рассчитываем ступенчатую колонну со сплошным сечением в верхней части и сквозным в нижней (ригель имеет жесткое сопряжение с колонной).
Расчетные усилия (расчетные сечения колонны изображены на рисунке 10):
в сечении 1-1 М1=-765.853 кН*м; N1=-646.32 кН; Q1=-208.252 кН (загружение №№ 1, 2, 3, 5, 10);
в сечении 2-2М2=681.619 кН*м (загружение №№ 1, 2, 3, 5, 10),
в сечении 3-3 М3=-1986.137 кН*м; N3=-3447.64 кН; Q3=-179.857 кН (загружение №№ 1, 3, 6; изгибающий момент догружает подкрановую ветвь);
в сечении 4-4 М4=2207.159 кН*м; N4=-3377.461 кН; Q4=-253.673 кН (загружение №№ 1, 2, 3, 6, 10; изгибающий момент догружает наружную ветвь),
Соотношение жесткостей верхней и нижней части колонны IB/IH=0.1.
Материал колонны – сталь марки С245 (Ry=240 МПа), бетон фундамента марки В15 (Rb=8.5 МПа).
Так как Hв/Hн=l2/l1=7200/17200=0.42<0.6, Nн/Nв=3447.64/646.32=5.3>3 и в однопролетной раме с жестким сопряжением ригеля с колонной верхний конец последней закреплен только от поворота, то для нижней части колонны μ1=2, для верхней - μ2=3.
Расчетные длины для нижней и верхней частей колонны в плоскости рамы:
Расчетные длины для нижней и верхней частей колонны из плоскости рамы:
Сечение верхней части колонны принимаем в виде сварного двутавра высотой hв=700 мм (рисунок 20).
=(21600/294)*(240/206000)0.5=2.51. Рисунок 20. Сечения верхней части колонны
Примем в первом приближении Аf/Аw=1, тогда коэффициент влияния формы сечения:
η=(1.90-0.1*4.84)-0.02*(6-4.84)*2.51=1.36.
Приведенный относительный эксцентриситет:
По таблице 74 СНиП II-23-81* находим φе=0.168.
Требуемая площадь сечения надкрановой части колонны:
Атр=646.32*103/(0.168*240)=16030 мм2.
Условие местной устойчивости стенки при >0.8 и mx>1:
hw/tw≤(0.36+0.8*2.51)*(206000/240)0.5=69.3,
Задаемся шириной полки из условия устойчивости верхней части колонны из плоскости действия момента:
bf≥5400/20=270 мм, примем bf=280 мм.
Условие местной устойчивости полки:
где bсв=(bf-tw)/2=(280-10)/2=135, тогда
bсв/tf≤(0.36+0.1*2.51)*(206000/240)0.5=17.9, тогда
Принимаем сечение надкрановй части колонны – сварной двутавр с размерами:

Геометрические характеристики сечения.

Моменты инерции сечения относительно осей х и y:
Ix=10*6643/12+2*280*18*[(700-18)/2]2=1416074933мм4,
Момент сопротивления сечения относительно оси х:
Wx=1416074933/(0.5*700)=4045928 мм3.
Радиусы инерции сечения относительно осeй х и y:
Проверка устойчивости верхней части колонны в плоскости действия момента
.
φe – коэффициент определяемый по табл. 74 СНиП II-23-81* и зависящий от условной гибкости =λx*(Ry/E)0.5 и приведенного относительного эксцентриситета mеf определяемого по формуле:
где η – коэффициент влияния формы сечения,определяемый по табл. 73 СНиП II-23-81*,
mx=Mx/(N1*ρx) – относительный эксцентриситет.
η=(1,75-0,1*4.90)-0,02*(5-4.90)*2.53=1.26.
По таблице 74 СНиП II-23-81* находим φe=0.173.
σ=646.32/(0.173*240)=223.4 МПа < Ry=240 МПа.
Проверка устойчивости верхней части колонны из плоскости действия момента.

Расчет на устойчивость внецентренно-сжатых элементов постоянного сечения из плоскости действия момента выполняем по формуле:
где φy– коэффициент определяемый по табл. 72 СНиП II-23-81*.
λy=ly2/iy=5400/63=86, по табл. 72 СНиП II-23-81* находим φy=0.640.
Максимальный момент в средней трети расчетной длины стержня:
Mx1/3=681.619+(7200-5400/3)*(-765.853-681.619)/7200=-404кН*м.
mx=-404*16720/(646.32*4045928)=2.58.
При mx<5 коэффициент с, учитывающий влияние момента Мх при изгибно-крутильной форме, вычисляется по формуле:
λy=86<λс=3.14*(E/Ry)0.5=3.14*(206000/240)0.5=92 => β=1,
mx=2.58>1 => α=0,65+0,05*mx=0,65+0,05*2.58=0.78.
Поскольку hw/tw=664/10=66.4<3.8*(E/Ry)0.5=3,8*(206000/240)0.5=111, то Aрасч=16720 мм2.
σ=646.32/(0.33*0.640*16720)=182 МПа < Ry=240 МПа
Сечение нижней части колонны сквозное, состоящее из двух ветвей, соединенных решеткой (рисунок 22). Высота сечения hн=1750 мм. Подкрановую ветвь колонны принимаем из горячекатаного двутавра с параллельными гранями полок по ГОСТ 26020-83, наружную – из составного сварного сечения из трех листов.
Определим ориентировочное положение центра тяжести.
Принимаем z0=57 мм, тогда расстояние между центрами тяжестей сечений ветвей:
Положение центра тяжести найдем приближенно в предположении, что площади ветвей пропорциональны усилиям в них, тогда расстояние между центрами тяжести сечения подкрановой ветви и сечения всей колонны y1 и между центрами тяжести сечения наружной ветви и сечения всей колонны y2 равны:
y1=2207.159*1693/(1986.137+2207.159)=891 мм;
Nв1=-3447.64*802/1693+(-1986.137)*103/1693=-2806.11 кН.
Nв2=-3377.461*891/1693-2207.159*103/1693=-3081.44 кН.
Требуемая площадь подкрановой ветви:
Ав1=2806.11*103/(0.8*240)=14615 мм2.
Принимаем подкрановую ветвь
– двутавр 60Б2 с параллельными гранями полок (ГОСТ 26020-83):
Ав2=3081.44*103/(0.737*240)=17421 мм2,
Для удобства прикрепления элементов решетки просвет между внутренними гранями полок принимаем таким же, как в подкрановой ветви (hвн=h-2*t=597-2*17.5=562 мм). Толщину стенки швеллера для удобства ее соединения встык с полкой надкрановой части колонны принимаем tw=18 мм; высота стенки из условия размещения сварных швов hw=650 мм.
Условие местной устойчивости полки швеллера:
Принимаем наружную ветвь
– сварной швеллер с размерами:
Геометрические характеристики наружной ветви:

Расстояние между наружной гранью стенки швеллера и осью сечения швеллера:
z0=[hw*tw*tw/2+2*Аf*(bf/2+tw)]/Ав2,
z0=[650*18*18/2+2*3960*(220/2+18)]/19620=57 мм.
Расстояние между осью стенкой швеллера и осью сечения швеллера:
Моменты инерции сечения наружной ветви относительно осей х2 и y:
Ix2=2*tf*bf3/12+hw*tw*e2+2*bf*tf*c2,
Iy=tw*hw3/12+2*tf*bf*((hвн+tw)/2)2.
Ix2=2*18*2203/12+650*18*482+2*220*18*712=59504063 мм4.
Iy=18*6503/12+2*18*220*((562+18)/2)2=1078009500 мм4.
Радиусы инерции сечения наружной ветви относительно осeй х2 и y:
Уточняем положение центра тяжести сечения колонны:
y1=Ав2*h0/(Ав1+Ав2)=19620*1693/(14730+19620)=967 мм;
Nв1=-3447.64*726/1693+(-1986.137)*103/1693=-2651.59 кН.
Nв2=N4*y1/h0-M4/h0=-3377.461*967/1693-2207.159*103/1693=-3232.86 кН.
Проверка устойчивости ветвей из плоскости рамы (относительно оси
y
–
y
).

ly=ly1/iy=17200/243.9=70.5; jy=0.751;
s=Nв1/(jy*Aв1)=2651.59*103/(0.751*14730)=239.6 МПа < Ry=240 МПа.
ly=ly1/iy=17200/234=73.4; jy=0.737;
s=Nв2/(jy*Aв2)=3232.86*103/(0.737*19620)=223.5МПа < Ry=240 МПа.
Из условия равноустойчивости подкрановой ветви в плоскости и из плоскости рамы определяем требуемое расстояние между узлами решетки:
Принимаем lв1=3140 мм (число панелей – n=5).
Проверка устойчивости ветвей в плоскости
рамы (относительно осей х1–х1 и х2–х2).

lx1=lв1/ix1=3140/49.2=63.8; jx=0.786;
s=Nв1/(jx*Aв1)=2651.59*103/(0.786*14730)=229.0 МПа < Ry=240 МПа.
lx2=lв1/ix2=3140/55=57.02; jx=0.819;
s=Nв2/(jx*Aв2)=3055,01*103/(0.819*19620)=201.1МПа < Ry=240 МПа.
Поперечная сила в сечении колонны: Qmax=-255.874 кН.
Qусл=0,002*(14730+19620)=68.7 кНКурсовая работа: Стальной каркас одноэтажного производственного здания
Реферат: Инвестиции 16
Контрольная работа: Субъекты коммерческого права
Реферат по теме Биоэкономика внешнего дыхания человека
Реферат: Физико-химические свойства йода и его соединений
Какие Формы Работы Использует Практический Психолог
Окружающий Мир 3 Класс Плешаков Контрольные Работы
Реферат по теме Наноматериалы в солнечной энергетике
Курсовые работы: Психология.
Да Святится Имя Твое Сочинение Тема Любви
Реферат: Демографические последствия эмиграции и иммиграции. Скачать бесплатно и без регистрации
Лабораторная Работа Определение Трения Скольжения
Курсовая работа по теме Расчет и моделирование усилительного каскада на биполярном транзисторе
Курсовая работа: Анализ финансового состояния предприятия за 2001 г
Доклад: Лучко Клара Степановна
Реферат: Виды соучастников, основания и пределы их ответственности
Заказать Магистерскую Диссертацию Туито Инфо
Реферат по теме Патологическая анатомия пороков сердца
Алгебра 10 Класс Никольский Контрольные Работы Решение
Реферат: Отчет о производственной практике в ООО Ромашка
Эссе На Тему Уақыт Ұлы Күш
Реферат: Статистика здоровья населения, статистический анализ основных показателей
Реферат: Становление античной этики (Контрольная)
Реферат: Алгоритм компактного хранения и решения СЛАУ высокого порядка